Расчет тепловой мощности кольцевых ТВЭЛ для реакторов

144 Труды Нижегородского государственного технического университета им. Р.Е. Алексеева № 3(110)
УДК 621.039
В.А. Фарафонов, А.В. Зинин, Е.И. Семёнова, А.В. Комаров
РАСЧЕТ ТЕПЛОВОЙ МОЩНОСТИ КОЛЬЦЕВЫХ ТВЭЛОВ ДЛЯ РЕАКТОРОВ
ВВЭР. СРАВНЕНИЕ ТЕПЛОВОЙ МОЩНОСТИ АКТИВНОЙ ЗОНЫ
ПРИ ИСПОЛЬЗОВАНИИ КОЛЬЦЕВЫХ И СТЕРЖНЕВЫХ
ТОПЛИВНЫХЭЛЕМЕНТОВ
Нижегородский государственный технический университет им. Р.Е. Алексеева
Изложен метод значительного увеличения удельной мощности реакторной установки при одновременном повышении уровня безопасности, который заключается в использовании кольцевых тепловыделяющих
элементов. Также представлены преимущества и недостатки кольцевых тепловыделяющих элементов перед
традиционными тепловыделяющими сборками.
Ключевые слова: мощность, температура, топливо, теплоноситель, энтальпия, безопасность.
Ведение
Последние достижения в области разработки и производства материалов оболочек
ТВЭЛов и ядерного топлива позволяют реализовать эффективный метод значительного увеличения (до 50%) удельной мощности реакторной установки при одновременном повышении
уровня безопасности. Он заключается в использовании кольцевых ТВЭЛов, в которых теплосъем осуществляется как с внешней, так и внутренней теплоотдающих поверхностей, причем теплоноситель внутри ТВЭЛа и снаружи движется в одном направлении. Так же применение кольцевых ТВЭЛов позволяет существенно снизить максимальную температуру топлива (более чем на 1000 °С при увеличенной до 150% мощности РУ). Температура топлива
уменьшается, так как более двух раз снижается толщина топливного слоя, кроме того, теплопроводность UO2 при снижении температуры растет; снизить энтальпию (запасенную энергию) топлива более двух раз, что повышает безопасность РУ при авариях с потерей теплоносителя и таким образом появляется возможность оптимизации (уменьшения стоимости)
систем безопасности.
Наконец, первичный термомеханический анализ показывает существенное улучшение
вибрационных характеристик ТВС. Это повышает долговечность конструкции активной зоны, что особенно важно в условиях увеличения расхода теплоносителя через активную зону
(до 50%), аналогично росту мощности.
Рис. 1. Конструкция кольцевого и стержневого ТВЭЛ
Однако есть ряд проблем применения ТВЭЛов подобной конструкции. Необходимо
определить запасы до кризиса кипения на внешней и внутренней поверхностях теплообмена.

© Варенцов А.В., Доронков Д.В., Илютина Е.М., Каратушина И.В., Сорокин В.Д.,  Хробостов А.Е., 2015.
Ядерная энергетика и техническая физика
145
Оптимизация ТВС должна быть направлена на выравнивание этих запасов, при этом величина запаса должна превышать значение 40%. При определении запасов следует учитывать неравномерность энерговыделения в активной зоне по высоте и радиусу. Кроме того, в процессе эксплуатации за счет разбухания и теплового расширения топлива изменяются толщины
газовых кольцевых зазоров – внешний газовый зазор уменьшается, внутренний увеличивается. Это сопровождается перераспределением тепловых потоков, возрастает доля тепла, отводимого с внешней поверхности.
На рис. 1 схематично представлена конструкция кольцевого и стержневого ТВЭЛов.
Расчет кольцевого тепловыделяющего элемента реактора ВВЭР
Целью данного расчета является определение тепловой мощности кольцевого
ТВЭЛа для реактора ВВЭР и сравнение ее с мощностью стержневого топливного элемента.
В ходе расчета определяется распределение тепловых потоков и температур по высоте
ТВЭЛа, устанавливается максимально допустимая температура топлива, проводится расчет
коэффициентов запаса до кризиса теплообмена, в том числе максимально нагруженных
топливных элементов. В завершении проводится расчет тепловой мощности ТВС с
кольцевыми ТВЭЛами и проводится сравнение с классической ТВС со стержневыми
при условии их равного объема при постановке в корпус серийного реактора установки
ВВЭР-1000.
Исходные данные и методика расчета
Все расчетные параметры – тепловые потоки, температуры, параметры теплоносителя
– определяются для усредненного по активной зоне и максимально нагруженного ТВЭЛа;
последние из таких обозначаются индексом max. Расчет проводится для девяти точек по
высоте активной зоны с координатами z = -1,75; -1,50; -1,00; -0,50; 0,00; 0,50; 1,00; 1,50; 1,75
м. На небольшом участке теплопередающей поверхности возможно поверхностное кипение
теплоносителя, но ввиду того, что зона кипения в водо-водяных реакторах обычно мала, это
явление не учитывается. Результаты расчета сведены в таблицы и представлены графически.
Приведем основные характеристики реактора, используемые в расчете:
Активная зона
Тепловая мощность реактора,
рассчитанная итерационным методом…………..Qт = 4300 МВт
Высота активной зоны……………………………H0 = 3,5 м
Экстраполированная добавка к размерам зоны…  = 0,08 м
Теплоноситель
Среднее давление в активной зоне ……………….p = 16 МПа
Температура воды на входе в реактор………… Tвх = 563 K
Температура воды на выходе из реактора ………Tвых = 595 K
Геометрические характеристики ТВС
Материал оболочнк ТВЭЛ ……………………. Циркониевый сплав Э110
Ядерное топливо………………………………… Диоксид урана (UO2)
Расположение ТВЭЛов в решетке (упаковка).. Треугольное
Доля энерговыделения в ТВЭЛе……………….  = 0,94
Количество ТВС: ……………………………….. nТВС=163
Количество ТВЭЛ:.……………………………… nтвэл=217.
В табл. 1 и 2 представлены параметры, необходимые для расчетов.
146 Труды Нижегородского государственного технического университета им. Р.Е. Алексеева № 3(110)
Таблица 1
Параметры теплоносителя
Параметр
Температура насыщения
Ts,К
Т/н
620,507
r, кДж/кг
9,311∙105
Теплоемкость
cp, кДж/(кгК)
9,473∙103
Удельная энтальпия
hуд,106 Дж/кг
1,65
Температура средняя
Tсред,К
579
Плотность
, кг/м3
715,128
Удельный объем
v, 10-3 м3/кг
0,0014
Энтальпия входа
hвх, кДж/кг
1,283
Энтальпия выхода
hвых, кДж/кг
1,463
Энтальпия средняя
hср, кДж/кг
1,369
Теплопроводность
, Вт/(мК)
0,55
Pr
1,435
Теплота парообразования
Число Прандтля
Динамическая вязкость жидкости
Динамическая вязкость cтен
f, 10-5 Пас
8,641
w, 10-5 Пас
7,997
Кинематическая вязкость
, 10-7 м2/с
1,208
Таблица 2
Геометрические параметры ТВЭЛ и ТВС
Параметр
Размер «под ключ»
Значение
HТВС  0.238 м
  1.1
Шаг решетки
Наружный диаметр оболочки ТВЭЛа
d 2  0.015 м
Толщина газовой прослойки
δг  0.00005 м
Толщина оболочки ТВЭЛа
δоб  0.0006 м
Диаметр внутренней оболочки
d1  0.008 м
Теплогидравлический расчет кольцевого ТВЭЛа для реактора ВВЭР [1],[2],[3]
Расчет геометрических характеристик кольцевого ТВЭЛа
Шаг решетки
hтвэл  d2твэл    0,017 м.
Внутренний радиус ТВЭЛа
d1твэл
r1 
 4  10  3 м.
2
Наружный радиус ТВЭЛа
Ядерная энергетика и техническая физика
147
d 2твэл
 7,5  10  3 м.
2
Для расчета используем следующие формулы,
Внутренний и наружный диаметр наружной и внутренней оболочки соответственно:
r2 
твэл
d1вн
, 2  d1, 2  2  2δоб .
(1)
Радиус оболочки ТВЭЛа
r1вн
,2
d1вн
 ,2 .
2
Наружный и внутренний диаметр сердечника
вн
d1сер
, 2  d1, 2  2δг .
(2)
d 2зазор  0,5(d 2вн  d сер
).
2
(3)
Средний диаметр газового зазора в ТВЭЛе
Площадь ячейки ТВС
2
f яч
1  H ТВС 
 6

 .
3  2 
(4)
Площадь, занимаемая ТВЭЛом, полой трубкой, нк,

 твэл2  d твэл   n d 2  n d 2  ,
(5)
 nтвэл   d 2

1

 nk nk тр тр 
4
2
– количество направляющих каналов; d nk – диаметр направляющего канала;
f пол 
где nnk
nтр =1, d тр  0,016 м.
Площадь прохода теплоносителя в ТВС снаружи и внутри ТВЭЛа:
fпрох  f яч  fпол ,
(6)
fпрох1  fпрох  fпрох2 ,
f прох2  f прох
(7)
2

 nтвэл   d1твэл .
4
(8)
Коэффициент разделения потоков снаружи и внутри ТВЭЛа:
u2 
f прох2
f прох
u1 
f прох1
f прох
.
(9)
….
Таблица 3
Расчетные геометрические характеристики
Название параметра
Обозначение Результат
1
2
3
Наружный диаметр внутренний оболочки
d1вн , мм
9,2
Внутренний диаметр наружной оболочки
d 2вн , мм
13,8
148 Труды Нижегородского государственного технического университета им. Р.Е. Алексеева № 3(110)
Окончание табл. 3
1
2
3
Наружный радиус внутренний оболочки
r1вн , мм
4,6
Внутренний радиус наружной оболочки
r2вн , мм
6,9
Внутренний диаметр топливного сердечника
d1сер , мм
9.3
Наружный диаметр топливного сердечника
d 2сер , мм
13.7
Наружный радиус топливного сердечника
r2UO2 , мм
6,85
Внутренний радиус топливного сердечника
r1UO2 , мм
4,65
d 2зазор мм
13,75
d1зазор , мм
9,25
f яч , м
0,048
Площадь прохода т/н в ТВС
f прох , м2
0,02491
Площадь прохода т/н в ТВС снаружи ТВЭЛа
f прох1, м2
0.01
Площадь прохода т/н в ТВС снаружи ТВЭЛа
f прох2, м2
0,015
Коэффициент разделения потоков снаружи ТВЭЛа
u1
0,412
Коэффициент разделения потоков внутри ТВЭЛа
u2
0,588
Средний диаметр газового зазора в твэл для
наружной оболочки
Средний диаметр газового зазора в твэл для внутренней оболочки,м
2
Площадь яйчейки ТВС
Расчет коэффициентов теплоотдачи
Расход теплоносителя через активную зону, ТВС, ТВЭЛ равен:
GАЗ 
Q
кг
 2,386  10 4 ;
hвых  hвх
с
GТВС 
G АЗ
кг
 146 ,383 ;
nТВС
с
GТВЭЛ 
GТВС
м
 8,217 .
nТВЭЛ
с
(10)
(11)
(12)
Скорость движения теплоносителя

GТВС
кг
 146,383 .
f прох  ρ
с
(13)
Расход теплоносителя через внутреннею и наружную стороны:
G1, 2  Gтвэл  u1, 2 , G1  0.295
Ct  (
f
w
кг
кг
; G1  0,422 ,
с
с
) 0.11  1,009.
(14)
Ядерная энергетика и техническая физика
149
Для внутреннего и наружного диаметра эквивалентный диаметр ТВЭЛа
d2экв  d2твэл  (1,103  2  1)  5,689 103 м.
(15)
Используя критерии Рейнольдса и Нуссельта, находим коэффициент теплоотдачи:
Вт
 для наружного диаметра оболочки ТВЭЛ, 2 :
м К

(16)
2  A
Re 02.8  Pr 0.4 ,
d 2экв
2
 0,0215 ; Re 2 – число Рейнольдса; Pr 0.4 – кригде A  0,0165  0,02  (1  0,91  )  
терий Прандтля. Число Рейнольдса для наружной стороны
0.15
Re 2 
0.8
w  d 2экв
 2,717  105 ;
ν
(17)
 для внутреннего диаметра, Вт ,
2
мК
α1 
Nu1  λ
,
d твэл1
(18)
где число Нуссельта для внутренней стенки
Nu1  0.023  Re0.8
 Pr 0.4  Ct  769,698;
1
(19)
число Рейнольдса для внутренней стороны
Re1 

w  d1твэл
 4,776  105 ,
ν
– коэффициент теплопроводности для внутренней стенки,
Получаем
(20)
Вт
.
м К
Вт
Вт
4
; α1  5,87 10 , 2 .
2
м К
м К
Вт
Эффективные коэффициенты теплоотдачи, 2 ,
м K
α 2  5,981104 ,
1
α1, 2эфф d1cее
,2
где
λ Zr  21,1
δ
d1твэл
1


 ln( твэл , 2
)
твэл
λ Ar d1, 2
1, 2 (d1, 2  2кор ) 2λ Zr
d1, 2  корп
1
(21)
,
Вт
Вт
, λ Ar  0,0385
.
мK
мK
Из полученной зависимости (20) следует, что эффективный коэффициент теплоотдачи
для наружного диаметра α1эфф  742,831
α 2эфф  755,384
Вт
.
м2К
Вт
. Аналогично для внутреннего диаметра
м2К
150 Труды Нижегородского государственного технического университета им. Р.Е. Алексеева № 3(110)
Расчет сечения с максимальной температурой и объёмного тепловыделения
На рис. 2 представлено сечение кольцевого ТВЭЛа и распределение температур в
этом сечении.
Рис. 2. Сечение кольцевого ТВЭЛ
Принимаемы значения температуры Tcрре  873К.
Коэффициент теплопроводности топлива
UO2 
Tcее 4
4  103
Вт
 3.4,10 14  (
)  4,008
.
Tcее
K
мK
130  (
)
K
(22)
Координата сечения, где температура максимальна, определяется формулой
r0 
 r1UO2 r2UO2

1
2
2


 (r2UO2  r1UO2 )

 α1экв α 2 экв λUO2
  6,111 мм.

r2UO2 
1
1
1



 ln(
)
 α1экв r1UO

α
r
λ
r
2 экв 2UO2
UO2
1UO2 
2

(23)
Максимальная температура при r = r0 равна
Tmax  Tcрре 
r2
q v r1UO2
qv
 (1  2 0 ) 
2α1экв
4λUO2
r1UO2


r2
 r02  ln( 20 )  (r02  r12UO2 ).
r1UO2


Из (24) следует, что объёмная плотность тепловыделения ТВЭЛа qv  4,648 10
Тепловая мощность единичного ТВЭЛа, кВт, определяется формулой
Qтвэл  Vcее qv
,
(24)
8
Вт
.
м3
(25)
где объём топливного сердечника
Vcее  
d 2cее 2
4
H0  
d1cее 2
4
H 0  0,00028 м3 ,
(26)
Ядерная энергетика и техническая физика
151
Qтвэл  129.304кВт,
тогда найдем тепловую мощность ТВС, кВт,
(27)
Qтвс  nтвэл  Qтвэл.
Получаем Qтвэл  129,304 кВт, QТВС  26380 кВт, тогда тепловую мощность активной зоны
можно найти по формуле
(28)
Q n
Q
 4,3 103 МВт.
аз
ТВС
ТВС
Тепловую мощность, передаваемую на внутреннюю и наружную стороны ТВЭЛа
определяем из соотношения
Qкол  Q1  Q2 ,
2
 d 2cер 

  r0 2

Q2  2 

,
cее  2
Q1

d
r0 2   1 
 2 
где Q1  80,374 кВт - тепловая мощность, передаваемая на внутреннюю
Q2  48,929 кВт -тепловая мощность. передаваемая на наружную стороны
(29)
сторону;
Расчет коэффициента запаса до кризиса теплообмена кольцевого ТВЭЛа
Оптимизация ТВС должна быть направлена на выравнивание этих запасов, при этом
величина запаса должна превышать значение 1,30. При определении запасов следует учитывать неравномерность энерговыделения в активной зоне по высоте и радиусу. Кроме того, в
процессе эксплуатации за счет разбухания и теплового расширения топлива изменяются
толщины газовых кольцевых зазоров – внешний газовый зазор уменьшается, внутренний
увеличивается. Это сопровождается перераспределением тепловых потоков, возрастает доля
тепла, отводимого с внешней поверхности.
Проведем расчет тепловых потоков и параметров теплоносителя по высоте ТВЭЛа в
девяти точках с координатами z =-1,75; -1,5; -1; 0,5; 0; 0,5; 1; 1,5; 1,75.
Коэффициент неравномерности энерговыделения по высоте равен K z  1.5. Коэффициент
неравномерности энерговыделения по объему активной зоны принимаем равным Kv  2,8.
Тепловой поток на ТВЭЛе рассчитывается по формуле
ql1 
K z Q1  Вт 
.
H 0  м 
(30)
Значения линейных тепловых потоков в расчетных точках по высоте активной зоны определяются по следующим формулам для внутренней и наружной стороны соответственно:
 πz 
ql ( z )  ql  cos
,
 H 
 π z 
qlmax( z )  qlmax  cos
.
 H 
(31)
152 Труды Нижегородского государственного технического университета им. Р.Е. Алексеева № 3(110)
Распределение тепловой нагрузки на единицу поверхности ТВЭЛа:
qs ( z )  k
qsmax( z )  k
ql ( z )
,
π  d твэл
(32)
qlmax( z )
.
πd твэл
Тепловой периметр для внутренней и наружной стороны Пt  (nтвэлd твэл ) где
Пt2  5,127 м - для наружной стороны; Пt1  9,613 м - для внутренней стороны.
Распределение энтальпии теплоносителя по высоте ТВЭЛа для каждого участка определяется формулой
q
πH
H 
 πz 
(33)
h ( z )  hвн  l   sin( 0 )  sin  ,
Gтвэл  
2H
 H 
где GТВЭЛ – расход теплоносителя через ТВЭЛ; ql – линейный тепловой поток: H 0 – высота
АЗ; H – экстраполированная высота.
Распределение относительных энтальпий по высоте ТВЭЛа
h1, 2 ( z )  hвод
(34)
.
rS
Распределение относительных энтальпий по высоте ТВЭЛа для внутренней и наружной стороны
h ( z)
h
x1, 2 ( z ) реал_ max  1, 2 max вод .
rS
x1, 2 ( z ) реал 
Тепловой диаметр пучка ТВЭЛ в ТВС Dt 
4 f прох1, 2
Пt1, 2
, где Dt1  8 мм – для внутренней
стороны; Dt2  6,1 мм – для наружной.
Критический тепловой поток
1.3
 X 1, 2 ( z ) 
1
1 

1 3
1
1
3,5 


qкр ( z ) 
 вод rS  gDt1, 2 gaS 3  Re1, 2кр 5 Prвод 3 ,
H


320  (1  0 )
3,54
где Re1, 2 кр 
wDt1, 2ρ cр
μв о д
cсоответственно
(35)
– число Рейнольдса для критических тепловых потоков для q1 и q2


1
 Dt( wρ cр ) 2  5
X ( z )  x( z ) реал 
 .
 Sρ вод 
После указанных расчетов можно определить коэффициенты запаса до кризиса теплообмена по формуле
k зап ( z ) 
qкр ( z )
qs ( z )
.
(36)
Распределение значений критических тепловых потоков и коэффициентов запаса до
кризиса теплообмена приведено в табл. 4.
Ядерная энергетика и техническая физика
153
Таблица 4
Значения критического и поверхностного теплового потока q1 и q2, коэффициента запаса
до теплообмена
z, м
-1,75
qs1, кВт/м2
qкр1,кВт/м2
-1,50
-1,00
-0,50
0,00
0,50
1,00
1,50
1,75
88,4
360,1
842,2
1171,5 1288,3 1171,5 842,2
360,1
88,4
3466,57 3433,07 3252,67 2955,64 2601,99 2259,12 1987,05 1828,55 1799,67
qкр1max,кВт/м2
6495,59 6431,44 6086,02 5517,56 4841,15 4185,91 3666,49 3364,14 3309,07
qs1 , кВт/м
Kзап1
Kзап1max
165
39,215
39,365
672,1
9,534
9,569
1572
3,862
3.871
2186,8
2,523
2.523
2404,9
2,02
2.013
2186,8
1,928
1,914
1572
2,359
2,332
672,1
5,078
5,005
165
20,359
20,054
qs2, кВт/м2
53,8
219,2
325,7
453
498,3
453
325,7
139,3
34,2
100,5
409,2
957
1331,2
1464
1331,2
957
409,2
100,5
max
qs2
2
, кВт/м
max
2
qкр2,кВт/м
2
qкр2 ,кВт/м
Kзап2
Kзап2max
max
2889.56 2877,96 2815,22 2710,86 2584,62 2459,79 2358,67 2298,78 2287,77
2
2613.56 2594,79 2493,51 2326
53.696 13,13
5,491
3,801
26,018 6,342
2,606
1,747
2125,1
3,296
1.452
1928,49 1770,9
3,449
4.601
1,449
1,85
1678,31 1661,37
10,487 42,513
4,102
16,539
На рис. 3 представлены графики зависимости тепловых потоков для внутренней и
наружней стороны ТВЭЛа в зависимости от координаты.
кВт/м2
а)
м
кВт/м2
б)
Рис. 3. График зависимости тепловых потоков:
а –для внутренней стороны ТВЭЛ от координаты; б – для наружной
м
154 Труды Нижегородского государственного технического университета им. Р.Е. Алексеева № 3(110)
Выводы
При проведении расчета были получены следующие результаты:
1. Идеей нашего расчета являлось сравнение мощностей кольцевого и стержневого
ТВЭЛов для реактора ВВЭР. Тепловая мощность единичного кольцевого ТВЭЛов
QТВЭЛкол  129 кВт . Для сравнения тепловая мощность стержневого ТВЭЛа в серийном реакторе ВВЭР-1000 QТВЭЛстер  60 кВт. Увеличение тепловой мощности достигается за счет
двустороннего отвода тепла в ТВЭЛах кольцевого типа.
2. Тепловая мощность ТВС с кольцевыми топливными элементами
QТВС  26380 кВт , что превышает тепловую мощность ТВС-2М в серийном реакторе
ВВЭР-1000 QТВС  2 М  18400 кВт .
Параметры ТВС подобраны с условием равенства ее габаритных размеров серийной
ТВС-2М. Следует отметить увеличение плотности решетки ТВЭЛов, уменьшение их количества с 312 в ТВС-2М до 217 в ТВС с кольцевыми топливными элементами. Причина подобных мер – увеличение внешнего диаметра ТВЭЛа с 9,1 мм в стержневых до 15 мм в
кольцевых.
3. Наблюдается так же увеличение тепловой мощности активной зоны с использованием ТВС с кольцевыми топливными элементами QАЗкол  4300 МВт . Для сравнения тепловая мощность серийного реактора установки ВВЭР-1000 QАЗ  3000 МВт. При этом объемы
активных зон для обеих установок равны, следовательно, возможно использование серийных
реакторов с применением в них кольцевых ТВЭЛов. Увеличение мощности составляет
Q  43%.
4. Следует отметить увеличение скорости потока теплоносителя в активной зоне с
топливными элементами кольцевого типа, возникающее как следствие увеличения тепловой
мощности активной зоны, VАЗкол  8,217 м/с.
5. Полученные запасы до кризиса теплообмена свидетельствуют о возможности использовании ТВЭЛов предложенного типа. В результате проверочного расчета были получены минимальные коэффициенты запаса для максимально нагруженных топливных элементов по внешнему и внутреннему диаметру Kзап1max =2,01; Kзап1max =1,45.
6. Использование ТВС с кольцевыми топливными элементами позволяет существенно
уменьшить количество делящегося топлива в активной зоне уменьшить его температуру, тем
самым увеличив теплопроводность, что в повышает безопасность реакторной установки. В
полученной активной зоне достигнуто сокращение объемов оксида урана на 40 %
7. Использование кольцевых ТВЭЛов может быть эффективно в установках с
кипением теплоносителя и выработкой перегретого пара – в реакторах со сверхкритическими
параметрами или в прямом газотурбинном цикле. Так же можно рекомендовать оребрение
или навивку внутренней и внешней поверхности ТВЭЛа, ввод во внутреннюю полость
топливных элементов шнековых вставок. Данные мероприятия проводятся с целью
интенсификации теплообмена и увеличения тепловой мощности топливных сборок и
реактора в целом.
Библиографический список
1. Афров, А.М. ВВЭР-1000: Физические основы, эксплуатация, ядерное топливо, безопасность
/ А.М. Афров [и др.]. – М.: Логос, 2006. – 504 с.
2. Кириллов, П.Л. Справочник по теплогидравлическим расчётам / П.Л. Кириллов,
Ю.С. Юрьев, В.П. Бобков. – М.: Энергоатомиздат, 1990. – 360 с.
Ядерная энергетика и техническая физика
155
3. Дмитриев, С.М. Краткий курс тепломассообмена: учеб. пособие / С.М Дмитриев,
А.Е. Хробостов; НГТУ им. Р.Е. Алексеева. – Н. Новгород, 2008. – 144 с.
Дата поступления
в редакцию 25.06.2015
V. A. Farafonov, A. V. Zinin, E. I.Semenov, A. V. Komarov
DETERMINATION OF THERMAL POWER ANNULAR FUEL ELEMENTS.
COMPARISON OF THE THERMAL POWER OF THE CORE USING THE AMMULAR
AND ROD FUEL ELEMENTS
Nizhniy Novgorod state technical university n. a. R.E. Aleхeev
Purpose: This article contains a calculation of power heat of annular fuel rods for VVER-type reactor. The calculation
was carried out with the aim of substantiating theoretically the increasing of power heat due to the replacement pin-type
fuel assembly with fuel assembly with annular fuel rods.
Design/methodology/approach: Fuel assemblies are formed in accordance with the geometric parameters of TVS-A at
using similar materials. The calculation was carried out using classical coolant temperature and isotopic composition of
the fuel for such type of reactors.
Originality/value: The originality of this article is to identify the benefits of the annular fuel rods in VVER reactors.
Key words: power, temperature, fuel, coolant, enthalpy, safety.